基于ABAQUS的泄洪闸特种钢结构运营期参数分析

鲁 洪

(贵州省水利水电勘测设计研究院有限公司，贵州 贵阳 550002)

1 工程概况

作为赣浙交界地区重要干流，函江全长375 km，河面最宽处超过120 m，全干流上无梯级水利工程，年地表径流超过5.5 m3/s，全河道控制流域面积超过176万km2，乃是鄱阳湖重要水源补给支流，流域内具有农田面积46.67万hm2，针对该干流工程开发函江水利枢纽，使之成为该河流通航、水资源调度、灌溉及防洪综合控制枢纽设施。根据该综合水利枢纽规划，一期工程计划建设总库容为3200万m3，建设拦水大坝，最大蓄水位为29 m，其发电厂房平面尺寸达7.5 m×5.5 m×3.8 m，装机容量超过4000万kW，一期建设有溢洪道、消能建筑及泄流闸等附属水利设施。水电站厂房地面高程为24.5 m，轮机高程为10.5 m，设计最大水头高度为3.5 m，引水隧洞最大流量为225 m3/s，由于隧洞内部分围岩体受一期工程建设扰动影响，故隧洞流量控制在限值80%区间内运营。溢洪道采用WES堰型，溢流面坡度为1/2.5，分布有24个台阶，首级台阶高度为1.1 m，与溢流面夹角为75°，采用消能池与T形墩为联合消能体，设计最大消能率可达49.87%，实际运营期监测表明消能率稳定在46.5%～48.6%。消能池内全轴长为5 m，最大水位高程为38.5 m，其体型剖面如图1所示。池首铺设有防渗垫层，包括有碎石、中细沙等，总厚度为0.4 m，池内渗流场在较高流量时易出现雍流等非稳定渗流现象，动水压强较高，此均与上游泄流闸门的控流运营有关。溢洪道和消能池运营可靠性均离不开泄洪闸的有效调度，一期工程建设的泄洪闸立面如图2所示。闸室顶高程为44.5 m，底高程为30.0 m，单孔净宽为8.0 m，底板厚度为0.25 m，闸墩配置有8根预应力锚杆加固结构，墩径为1.46 m，具有双墩缝，间距为0.80 m，配置有平面钢闸门，全闭时具有截流作用，确保闸内水位满足下游运营要求，通过液压式程控启闭机完成开闸，可冲沙排淤。翼墙在泄流建筑中均有涉及，其墙顶高程为25.0 m，底高程为12.0 m，厚度为1.00 m，承担着水力势能对泄洪闸及消能池的冲刷作用。泄洪闸门是该水利综合枢纽调水、泄流的重要结构，在二期规划建设中，考虑在原有工程基础上，同样采用七孔式泄流，但闸门结构采用弧形钢闸门，且配置有特种型钢结构支撑体系，图3为该种钢结构支撑体系在二期闸门的压杆支撑中设计。为研究二期工程设计合理性，开展对该泄洪闸门特种钢结构的设计仿真。

图1 消能池体型剖面(单位：cm)

图2 泄洪闸立面(单位：cm)

图3 钢结构支撑体系

2 设计建模

为探讨函江水利枢纽工程二期泄洪闸门特种钢结构设计，根据闸门钢梁设计图，获得钢结构截面布设状态，如图4(a)所示，全轴线长度为7.5 m，具有对称式特点，左侧为闸门的接触面，加密肋板布设。基于此，获得该钢结构截面体型如图4(b)所示，其具有箱型钢梁特点，设置有双腹板，与闸门迎水侧夹角为76°，上、下翼缘的悬臂端长度根据设计优化确定为0.25 m，其腹板高厚比为65.6，而翼缘宽厚比为7.5，实验室测定所有原材均为特种钢，且具有抗震特性。

图4 闸门钢梁设计图

基于几何建模平台构建闸门几何模型，并导入ABAQUS仿真软件中[1-6]，获得闸门仿真模型，如图5(a)所示。该模型包括挡水面板、支撑结构体系及横、纵梁，重点研究对象为该面板特征钢梁结构。该模型共有微单元体156248个，节点数138266个，闸门平面尺寸及钢材物理力学参数均以实际工程设计取值。另基于主要研究对象，在仿真平台中提取挡水面板与横、纵梁独立模型，如图5(b)所示，该模型包括了闸门全部三根横梁与五根纵梁，所有的钢梁截面体型与图4中标注为一致。本模型仅顶部存在法向自由度边界，计算模型的三维坐标正向采用闸门下游泄流方向、结构自重应力上方向及泄洪闸右岸向。

图5 闸门结构模型

由于该弧形钢闸门特种钢梁结构截面与箱梁有所类似，而其截面梁高又决定了翼缘悬臂端、腹板长度等参数，因而本文主要讨论主梁梁高设计参数。在保证其他设计参数一致的前提下，考虑主梁梁高不超过上下悬臂总长度的2倍，按照等差数列方案设计原则，设定主梁梁高参数方案分别为0.6～2.0 m，差级为0.2 m，共有8个方案。从闸门安全运营考虑，特种钢梁结构的截面参数设计，不仅需要考虑闸门结构静力工况下运营安全，同样需分析地震动荷载下结构运营状态。因而，笔者基于赣东北场地特征周期特点，引入南京地震波为外荷载[7]，并以该地震波的8s时程谱为研究工况，如图6所示，其幅值加速度为2 m/s2，并引入有幅值加速度为4 m/s2、6 m/s2、8 m/s2的地震波计算方案。地震动响应特征计算采用拟静力法输入，综合运营期静力与动力特征，且计算无水与有水两种工况，综合评判特种钢梁截面主梁梁高参数的设计合理性。

图6 南京波8 s时程谱

3 闸门结构运营期静力特征

3.1 应力特征

运营期静力荷载下闸门特种钢梁结构的安全稳定表征在应力与位移特征上，本文研究闸门在全闭状态下挡水静力特征，图7、图8为闸门钢梁结构上拉、压应力表现特征。

从图7拉应力变化可知，横、纵梁上拉应力最高位于第三横梁与纵梁的交错面上，八个方案中拉应力分布为1.6～4.6 MPa，而第一横梁、第二横梁与纵梁的交错面拉应力较前者差幅分布在34.7%～55.8%、13.6%～28.3%，最大差幅均出现在主梁梁高1.6 m方案。当主梁梁高增大时，三根横梁与纵梁交错面区域的拉应力均为先减后增变化，拉应力最低为主梁梁高1.6 m方案，在该方案内第一至第三横、纵梁交错面上最大拉应力分别为0.70 MPa、1.15 MPa、1.60 MPa。当主梁梁高低于1.6 m时，三根横梁与纵梁交错面拉应力均为递减变化，在各方案间拉应力分别具有平均降幅24.9%、22.0%、19.0%，表明在主梁高增大过程中，对钢结构内部拉应力具有抑制作用，可限制钢结构拉应力发展，提升结构抗拉特性；当主梁梁高超过1.6 m后，由于梁高过大，引起钢结构自重接近支撑体系峰值，结构出现弯曲拉伸[8]，因而各横、纵梁交错面拉应力增高，分别具有平均增幅80.7%、63.2%、48.7%。若要保证特种钢结构的抗拉设计，应避免主梁梁高超过1.6 m，确保梁高位于拉应力抑制区间。

图7 钢梁结构上拉应力表现特征

观察图8中压应力变化可知，其受主梁梁高影响与拉应力呈相反态势，压应力最高仍为第三横梁与纵梁交错面上，分布为9.1～13.1 MPa，此也与该区域靠近闸门底部，受到上覆结构自重影响有关，反而在第一横、纵梁交错面上无较大压应力。当主梁梁高增大后，三根横、纵梁交错面上压应力呈先增后减变化，与交错面的拉应力影响变化呈相反，压应力最大为梁高1.6 m方案，三个交错面上分别为8.0 MPa、10.4 MPa、13.1 MPa。在主梁梁高低于1.6 m列次内，梁高1.2 m、1.6 m下第二横、纵梁交错面的压应力较之梁高0.6 m时分别增大了28.4%、53.1%，在各梯次方案内第二交错面压应力平均增幅为8.9%，而第一、第三交错面分别提高了9.1%、7.5%；当压应力递增时，可对闸门形成良好预压效果，确保闸门全闭状态下不会受静水压力影响发生倾覆[9]。主梁梁高超过1.6 m后，三根横、纵梁交错面压应力均为递减变化，分别具有变幅17.6%、11.6%、9.9%，该区间的梁高方案，过大的梁高影响结构一部分张拉应力发生，进而影响拉、压平衡，促使交错面上压应力减少，结构抗滑移倾覆能力减弱。综合运营期拉、压应力特征，主梁梁高在低于1.6 m时更适合，梁高1.6 m为设计合理性与技术优势最大化方案。

图8 钢梁结构上压应力表现特征

3.2 位移特征

位移特征为静力工况运营期结构安全的重要反应指标，图9为闸门特种钢梁结构三向位移值变化特征。

图9 钢梁结构上位移表现特征

分析位移值变化可知，Y向位移值在各方案中均为最高，分布为3.0～11.6 mm，此亦印证了闸门结构自重应力在位移表现中具有主导地位。当主梁梁高递增时，三向位移值均为递减变化，在梁高1.0 m、1.4 m、1.8 m时Z向位移值较梁高0.6 m分别减少了44.1%、70.7%、79.1%，从全方案来看，Z向位移值平均降幅为19.8%，同样X、Y向位移值平均降幅分别为18.0%、16.8%，以Z向位移受主梁梁高参数影响更敏感。另一方面，主梁梁高参数对各向位移值影响最大集中在梁高0.6～1.6 m梯次内，在该列次内X～Z向位移值最大降幅分别为25.9%、25.6%、28.8%，平均降幅超过全方案平均值达23.5%、22.5%、26.3%，而梁高超过1.6 m后，位移值降幅较小，分别仅为4.2%、3.0%、3.3%。分析认为，在梁高低于1.6 m方案内，位移值产生的根源与拉应力递减有关，较大的拉应力降幅有助于削弱结构变形，但在梁高超过1.6 m后，出现拉应力上升、压应力的递减，结构应力失衡，此时应力体系无法较好的抑制位移值，只能在拉、压应力的递增与递减过程中，处于位移平衡态势。应力评判最优方案为梁高1.6 m，同样在该方案中位移值表现处于较合理，设计适用性较好。

4 闸门结构运营期动力特征

基于不同幅值加速度地震波的动力响应特征计算，获得了闸门有、无水工况下结构响应特征，本文以闸门第三横、纵梁交错面的加速度响应特征为分析代表，如图10所示。

图10 第三横、纵梁交错面的加速度响应特征

分析加速度响应特征可知，无水工况下加速度响应值均高于有水工况，在幅值加速度2 m/s2、梁高为0.8 m方案中，无水工况中加速度响应值为26.4 cm/s2，而同方案有水工况较之减少了7.2%。当幅值加速度提高至4 m/s2、8 m/s2时，仍是该梁高方案，有水工况较无水工况分别减少了9.7%、12.9%；而幅值加速度不变的前提下，梁高为1.2 m、1.8 m时相应的有、无水工况中加速度响应值差幅分别为13.2%、20.8%。由此可知，在梁高一定时，地震波加速度幅值提高，则钢梁结构有、无水工况下的加速度响应值差幅愈显著。而与之相对应的，幅值加速度不变，梁高参数影响下的有、无水工况中差幅亦提高[10]。

进一步分析梁高设计合理性可知，不论是有水或无水工况中，地震波幅值愈高，结构加速度响应值愈大，而在地震波幅值一定的前提下，梁高愈大，结构加速度响应值均为递增，但增幅在梁高1.6 m后出现差异，梁高1.6 m的方案加速度响应值具有陡增态势。在有水工况中，地震波幅值为2 m/s2、8 m/s2的方案中在梁高0.6～1.6 m方案内，分别具有平均增幅16.5%、5.4%，而在梁高1.6～2.0 m方案内，钢结构加速度响应值分别具有平均增幅67.2%、35.7%。从钢结构抗震设计考虑，梁高超过1.6 m后动力响应过于剧烈，应控制主梁梁高低于1.6 m更有利，结合静力荷载下，认为梁高1.6 m方案设计合理性与运营安全性最高。

5 结 论

本文主要获得以下四点结论：

(1)第三横纵梁交错面的拉、压应力为最高；主梁梁高增大，交错面上拉、压应力分别为先减后增、先增后减变化，拉、压应力的最低、最高均为梁高1.6 m方案，主梁超过1.6 m后不利于钢梁结构应力安全。

(2)闸门结构自重应力在位移值中具有主导作用，Y向位移值为最大；主梁梁高参数与各向位移值均为负相关变化，X～Z向位移在八个方案中具有平均降幅18%、16.8%、19.8%，但最大降幅均集中在梁高0.6～1.6 m梯次内，梁高超过1.6 m后位移处于降幅停滞。

(3)无水工况下钢结构加速度响应值高于有水工况，地震波幅值愈高，则结构在有、无水工况下加速度响应值差幅愈显著；主梁梁高愈大，结构加速度响应值愈高，但其增幅呈“缓-快”两阶段特征，特别的在梁高1.6 m后加速度响应值陡增。

(4)从运营期结构静、动力特征评价，主梁梁高1.6 m设计合理性与技术优势最大。